刚性挡墙被动土压力试验研究

刚性挡墙被动土压力试验研究

1土压力的研究计算土壤在结构中的作用是一个古老的问题。在设计刚性挡土墙时，应以安全、经济地实现墙的功能，应深入了解支撑墙的影响因素、压力分布规律及其影响因素。目前在设计计算中最为常用的土压力理论仍为经典的Coulomb和Rankine土压力理论,但是,经典土压力理论没有充分考虑挡墙的变位方式和位移大小对土压力的影响。Terzaghi,FangandIshibashi,Fang,ChenandWu,周应英和任美龙等国内外众多学者对土压力问题进行了很有意义的试验研究。通过试验,发现作用于挡土墙上的土压力大小、分布及合力作用点等受挡墙的变位方式和变位大小的影响很大。模型试验所采用的挡墙变位方式主要是墙体的平移(T模式)、绕墙顶转动(RT)模式和绕墙底转动(RB)模式,而在实际工程中,挡土墙的变位方式更复杂多样。笔者采用更为普遍的挡墙变位方式:绕墙顶上某点转动(RTT)模式和绕墙底下某点转动(RBT)模式,对作用于刚性挡墙上被动土压力进行了模型试验研究。2试验模型的设计和制造采用自制的模型试验箱进行刚性挡墙被动土压力试验,试验模型包括4个组成部分:试验装土箱、刚性挡墙、加载系统和数据量测系统。2.1地板箱试验在装土箱内进行,装土箱内部尺寸为3.0m(长)×0.94m(宽)×1.2m(高),结构如图1所示。2.2土压力传感器的布置试验采用刚性挡墙,尺寸为1.0m(高)×0.94m(宽)×0.12m(厚),挡墙结构如图2所示,挡墙采用钢筋混凝土材料,挡墙的厚度取决于墙的挠度,经验算,在最不利荷载(不同深度土体均达到极限被动土压力)作用下,挡墙的最大挠度为0.001mm,保证了挡墙的刚性变形。土压力传感器布置在刚性混凝土挡墙与土样接触的一面,墙面较为粗糙,这样可假设土体与挡墙间不发生相对滑移。由于需要在挡墙上作用集中荷载,为了防止混凝土局部承压破坏和混凝土挡墙的冲切破坏,在挡墙的另一面集中荷载作用位置,即位于挡墙的中间位置,布置了一块1.0m(长)×0.1m(宽)×0.01m(厚)的钢板,钢板与混凝土挡墙的内设钢筋焊接在一起。2.3千斤顶压力施加为了模拟各种试验工况,挡墙上需要作用水平荷载,由上下2台20t的油压千斤顶来施加,每台千斤顶都有一台独立的油泵来提供油压。操作时,可以分别控制加载速率,既可同步加荷,也可异步加荷,从而能够模拟各种试验工况。2.4土压力、位移量测(1)土压力量测试验选用YB-1微型土压力传感器。该传感器系应变式传感器,其读数记录仪采用应变仪。通过三轴压力室进行标定,可以得到每一个传感器的标定曲线,对照该标定曲线,每一个对应的应变值都有一个相应的应力值,即作用在传感器表面的平均应力。土压力传感器的布置见图3。在挡墙的中线区域布置了10个土压力传感器,另外,在水平方向也布置了3个传感器,用以考察经过边界面处理后,土样与钢化玻璃间的摩擦效应是否消除。(2)挡墙位移量测为了研究土压力分布及其与挡墙位移之间的关系,需要量测每一种工况下挡墙的实际位移,试验采用百分表,其精度为0.01mm,最大量程为15mm。百分表是用磁架固定的,百分表的伸缩杆顶在混凝土墙上,随着千斤顶的加荷,挡墙发生变位,百分表就能同步测出挡墙位移。挡墙的位移量测计百分表共布置了3个测点,均布置在与千斤顶活塞中心同一水平面上。其中2个布置在上面1只千斤顶活塞中心水平面上,校核挡墙沿着轨道运行时是否发生偏位。3土样的铺设和抹试验采用风干的杭州钱塘江河砂,砂性土干密度试验结果如下:最大干密度1.735g/cm3,最小干密度1.448g/cm3,实际干密度1.592g/cm3,实际干容重15.642kN/cm3,相对密实度0.502。通过直剪试验,砂土的内摩擦角φ=34.2°。砂土装入模型箱时,采用自由落体方法,即将砂土从1m的高度落下,而且箱内的砂土是一层层的铺设。铺设好的土样静置2d,使土样在自然状态下压实。为了减小土样和装土箱两侧面的摩擦,在装土箱内侧的钢化玻璃上抹凡士林作为润滑剂,凡士林要求有一定的厚度,并且要涂抹均匀。凡士林上面贴一层聚乙烯薄膜,这样既可以减小与土样的摩擦,又可以防止凡士林与土样直接接触。4rbt或rtt模式试验共进行了3种工况研究墙后被动土压力,分别为刚性挡墙的平移(T模式)、刚性挡墙绕墙底以下某一点转动(RBT模式)和刚性挡墙绕墙顶以上某一点转动(RTT模式),见图4。图4(b)为RBT变位模式,可以看出,当n=0时,RBT模式退化为刚性挡墙绕墙底转动,即RB模式(见图5(b))。当n※∞时,RBT模式相当于刚性挡墙平移,即T模式(见图5(a))。图4(c)为RTT变位模式,可以看出,当n=0时,RTT模式退化为刚性挡墙绕墙顶转动,即RT模式(见图5(c))。当n※∞时,RTT模式相当于刚性挡墙平移,即T模式(见图5(a))。5试验结果及分析5.1土压力实验结果分析图6是挡墙平移变位方式下,被动土压力在不同挡墙位移下沿深度的分布,为便于比较,在图上标明了Rankine和Coulomb土压力的分布图,其中计算Coulomb土压力时,假定了砂与混凝土的墙面摩擦角δ=2φ/3。试验时,作用在挡墙上的荷载是分级加载的,通过挡墙的最大位移Smax来控制每一级荷载,其他工况下也是如此。由图6可以看出,随着挡墙位移不断增大,水平土压力也不断发展,逐渐达到被动极限平衡状态。值得注意的是,当墙体位移达到3%墙高时,土压力就已经达到Rankine被动极限平衡状态;当墙体位移达到8.5%墙高时,土压力接近Coulomb被动极限平衡状态。也就是说,在平移状态下,极限被动土压力与Coulomb土压力比较接近。这是由于试验中砂与混凝土挡墙之间存在着墙面摩擦,将会使被动土压力大大增加,使得极限土压力不同于Rankine土压力,而与Coulomb土压力较为接近。被动水平土压力在加载的每个阶段,即在每个位移状态下,水平土压力沿深度的分布基本上呈线性分布,这时不同深度的土体都得到了同等发挥,直至充分发挥,达到被动极限状态。图7是不同深度下的水平土压力与土体位移的关系曲线。可看出土压力随位移的增长非线性不断增大,直至土压力达到极限平衡状态。当挡墙位移达到8%墙高时,被动水平土压力基本上是同时达到极限平衡状态;随着挡墙位移的继续增大,土压力不再有明显变化。如果定义被动土压力系数Kp=P/(21γH2),其中P为作用在挡墙上水平土压力合力,γ为土样容重,H为墙高。被动土压力系数Kp与挡墙位移关系曲线见图8。由图8可看出,Kp随挡墙的位移增长而逐渐增大,并呈非线性关系。当位移较小时,Kp小于Rankine土压力系数;随着位移的增大,Kp逐渐超过Rankine土压力系数,而接近于Coulomb土压力系数,但比Coulomb土压力系数小。可以看出,Rnakine土压力低估了实际土压力,Coulomb土压力由于考虑了实际墙面的摩擦,相对而言,与实测数据较为接近。图9是水平土压力合力作用点随挡墙位移增大的变化情况,无论是Rankine土压力或是Coulomb土压力,对于均质土而言,墙后被动土压力均为三角形分布,被动土压力合力作用点距墙底端为1/3墙高。实测的水平土压力合力作用点位置略高于三角形分布情况,并随着位移的增加,差距逐渐增大。这主要是由于试验中,土体与底板表面之间可能产生的相对滑动,使得下部土压力偏小,因而合力作用位置逐渐上移。在布设土压力传感器时,为了验证模型箱两侧钢化玻璃表面经润滑处理后其摩擦作用是否消除,在深度为0.6m的水平面上,布置了4个传感器,试验结果如图10所示。试验结果表明,经过处理后的边界摩擦已经基本得到消除。5.2rbt模式下的被动土压力图11是在RBT模式下,n=0,0.25和0.50时水平被动土压力沿深度的分布曲线。RBT模式下,n=0时,在加载的每个阶段被动水平土压力沿深度分布见图11(a)。这种位移模式也就是通常所说的挡墙绕墙底端转动,即RB模式。可以看出,在这种位移模式下,水平土压力的分布呈明显的非线性,挡墙上部水平土压力增长很快,主要是在深度h=0.3m以上的土体。深度0.1m处,当最大墙体位移达到3.71%墙高时,土压力就已经超过Coulomb被动极限平衡状态时的土压力。而挡墙下部水平土压力却增长十分缓慢。当挡墙最大位移达到11%左右墙高时,这时墙后土体基本进入被动极限平衡状态。由于挡墙绕底端转动,墙上部土体的位移较下部要大,因而上部土体能更充分发挥其强度,上部土压力也就比下部土压力发展快,所以上部土压力就很快达到Coulomb被动极限平衡状态。下部土压力增长较慢,这主要是因为挡墙下部土体的位移较小,还远远没有达到被动极限位移。RBT模式下,n=0.25和0.50时,在加载的每个阶段被动水平土压力沿深度分布分别见图11(b),(c)所示。在这两种位移模式下,水平土压力沿深度的分布同样呈明显的非线性。由于在这两种位移模式下,挡墙下部的土体位移要较n=0时大,因此土压力的非线性没有n=0时明显,而下部土压力也要比n=0时大。在深度为0.1m处,n=0.25时,挡墙最大位移为4.34%墙高时达到Coulomb被动极限平衡状态;n=0.50时,挡墙最大位移为6.73%墙高时才达到Coulomb被动极限平衡状态,均比n=0时,达到Coulomb被动极限平衡状态时,挡墙最大位移为3.71%墙高大。随着n值的增大,墙后水平土压力沿深度的分布从明显的非线性逐渐向线性发展,逐步趋向于T模式下土压力的分布。可以预料,当n大于某一值时,墙后水平土压力分布将和T模式下土压力分布趋于一致。当墙体最大位移分别达到13%和12%墙高时,n=0.25和0.50这两种位移模式将达到被动极限平衡状态。极限位移量与n=0时极限位移量11%墙高较为接近,并都要大于T模式下的极限位移量8%墙高。图12是RBT模式(n=0)水平土压力与位移的关系曲线,可以看出,各个深度的水平土压力随位移的发展程度不同,测点SPT1、SPT2和SPT3这三处土压力发展较快,而测点SPT5以下的土压力发展就很缓慢。图13是RBT模式下各种位移模式被动土压力系数的比较。为了更形象地说明问题,将其与T模式下以及Rankine和Coulomb被动土压力系数作了比较。可以看出:三种位移模式下,随着位移的不断增大,Kp也不断增长,其极限值介于Coulomb被动土压力系数和Rankine被动土压力系数之间;并且随n值的增大,Kp曲线逐渐趋近与平移(T)模式下的曲线,当n达到某一值时,两者将会趋于一致。5.3rtt模式下的被动土压力图14是RTT变位模式下,n=0和0.78时,水平被动土压力沿深度分布曲线。可以看出,在这两种位移模式下,被动土压力沿深度的分布也呈现出明显的非线性分布,当n=0时,非线性更为显著。这种位移模式,也就是通常所说的RT位移模式,即挡墙绕墙顶转动。从图14(a)可以看出,挡墙上部被动土压力发展及其缓慢,基本上变化不大,这主要是在测点STP6(h=0.6m)以上的土体,而测点STP6以下的土体,被动土压力就发展得很快,其中测点STP9的被动土压力增长最快。当挡墙的最大位移达到11.5%墙高时,土体的被动土压力就基本不再随位移继续增长,也即达到被动极限平衡状态,但此时的极限被动土压力仍然小于Coulomb被动土压力,尤其是上部被动土压力远远小于Coulomb被动土压力。主要是由于n=0时,挡墙上部土体的位移较小,而挡墙下部土体位移就较大,在这种情况下,上部土体由于位移的限制,不能充分发挥其强度,因而被动土压力增长比较缓慢,基本上变化不大;而下部土体由于其位移相对上部而言比较大,能够充分的发挥其强度,被动土压力增长比较快。RTT模式下,n=0.78时,水平被动土压力沿深度的分布也呈现出非线性,但其非线性程度较n=0位移模式下水平被动土压力分布要小,尤其是挡墙的上半部分,土压力的分布呈近似的线性分布,而下半部分土压力的分布呈非线性,且增长较快。在这种情况下,上半部分土体的位移要比n=0情况下土体位移大,所以土压力也有一定的增长,基本上与位移呈近似线性分布;下半部分土体位移比上半部分土体位移大,因而土压力增长较快,测点SPT9土压力减小是由于底部摩擦的影响。可以预计,随着n值的增大,被动土压力沿深度的分布将越接近于线性分布,越接近于平移状态(T模式)的分布。图15是RTT模式下,n=0时水平土压力与位移的关系曲线。如图所示,测点SPT6以上各点被动土压力随位移基本不变,测点SPT6以下各点被动土压力随位移的增长比较快,这主要是由于挡墙绕顶端转动,上部土体的位移受到限制而较小,被动土压力很难发展而基本不变,下部土体的位移较上部土体大,土体能充分发挥其强度,被动土压力随位移的增长很明显。图16是RTT模式下被动土压力系数的比较。n=0时的被动土压力系数比n=0.78时被动土压力系数小,这两种模式下的被动土压力系数均比平移(T模式)下的小,并且n=0.78与T模式较为接近,但两者的极限被动土压力系数比Rankine被动土压力系数大,比Coulomb被动土压力系数小。5.4不同位移模式下被动土压力合力作用方向三种位移模式下,被动土压力沿深度的分布、大小、被动土压力系数以及合力作用位置具有较大的差别。平移(T)模式下,被动土压力沿深度的分布呈近似的线性分布。RBT和RTT模式下,被动土压力的分布都呈明显的非线性,其非线性的程度取决于n值,n值越大,被动土压力的分布越接近于T模式。土体的土压力与土体的实际位移有关,因而通常情况下的土压力是非极限土压力,这是经典的Rankine和Coulomb土压力理论所不能考虑的,后者是建立在极限平衡基础上,只能用来计算极限土压力。而极限土压力又与刚性挡墙的变位模式有关。三种位移模式下得到的极限被动土压力一般是小于Coulomb被动土压力,而大于Rankine被动土压力。在T模式下,极限被动土压力比较接近于Coulomb被动土压力。在RBT模式下,n=0时下部极限被动土压力远远小于Coulomb被动土压力,而上部极限被动土压力略大于Coulomb被动土压力;随着n值的增大,上部极限被动土压力会减小,当n=0.50时,已基本接近于Coulomb被动土压力,下部极限被动土压力也会增加,当n=0.50时,与Coulomb被动土压力还有一定的距离,这可能与底部摩擦有关。在RTT模式下,上部极限被动土压力增长很慢,远远小于Coulomb被动土压力,下部极限被动土压力增长较快,但仍然小于Coulomb被动土压力;随着n值的增大,上部极限被动土压力继续增加,当n=0.78时,已比较接近于Coulomb被动土压力。土体达到极限平衡状态,即土压力达到最大值时的位移称为极限位移。极限位移是判断土体土压力是极限土压力还是非极限土压力的依据。根据试验结果,可以得到三种位移模式下砂性土达到被动极限平衡状态时的极限位移,见表1。从表1可以看出,同一种砂性土,密实度也相同,由于挡墙的位移模式不同,达到被动极限平衡时所需极限位移不同。平移模式下,土体所需的极限位移最小,约为8%墙高。相对而言,在RBT和RTT模式下,虽然n取值不同,但是所需极限位移差别不大,基本上为(11%～13%)墙高。根据试验结果,得出各种位移模式下被动土压力合力作用位置随挡墙变位的关系,见图17。可看出,RBT模式n=0是被动土压力合力作用位置的上界,RTT模式n=0是被动土压力合力作用位置的下界,而T模式是RBT和RTT模式的分界线。被动土压力合力作用位置与n的取值有关。在RBT模式下,随着n值的增大,被动土压力合力作用位置不断下移而减小,逐渐逼近T模式;在RTT模式下,随着n值的增大,被动土压力合力作用位置不断上移而增大,也逐渐逼近T模式。被动土压力合力作用位置随位移模式以及n值而变化的主要原因在于土压力的位移效应。刚性挡墙的变位模式决定了土体的位移分布及其大小,这就影响了土体强度的发挥,使得土体作用在挡墙上的土压力并非极限土压力,也就与经典土压力理论不吻合。因而对于一层土而言,墙后被动土压力沿深度的分布并非简单的三角形分布,合力作用位置也不是作用在1/3墙高处,实际的分布与挡墙的位移模式有关,所以